不同厚度范文（精选8篇）

不同厚度 第1篇

现在光伏行业的竞争日益激烈,以前供不应求的局面已经结束。在多晶电池生产方面,开发高效的多晶电池是各个生产厂家的竞争的资本。在多晶电池的生产环节中,对于如何降低光的反射采用的各种方法:在硅片表面制作高低不同的绒面降低反射、利用等离子体增强型化学气相沉积制备SiN膜来降低反射。本文主要针对SiN膜进行分析优化,来提高电池转换效率。

1 实验方法

本研究主要是针对不同厚度的SiN层,为了保证实验的对比性。实验选用同一硅块、晶向一致的多晶硅片。需用的硅片尺寸为156*156mm、厚度180微米。整个的多晶电池生产工艺流程如下:经过HF和HNO3的混合液在硅片表面制作高低不平的绒面、然后在以氮气携带液态POCL3的方式在高温炉管中进行扩散、使用湿法刻蚀对扩散后的硅片进行腐蚀洗掉背面以及四周的N型层并用HF溶液去掉扩散后的氧化层,用等离子体化学气相沉积(PECVD)的方法通过改变传送带速来制作不同厚度的SiN层,最后用丝网印刷的方式制作电池的正极和负极,并经过烧结,完成整个多晶电池的生产。

实验是在Roth&Rau的链式PECVD采用上镀膜膜的方式沉积的SiN膜。采用SE 400advanced型号的椭偏仪对SiN膜的膜厚和折射率进行分析、用SR D8全波长积分式反射仪对不同厚度SiN膜的在各个波长短的反射率进行分析。

2 实验结果和分析

2.1 改变镀膜时的传送带的带速

实验的硅片在镀膜之前制绒的腐蚀深度、扩散的方块电阻、湿法刻蚀的深度都一致。在链式PECVD上,改变镀膜时的传送带的带速即改变了镀膜的沉积时间。

第一批实验,硅烷、氨气的比例为1:4,腔室压力为0.27mbar,传送带的速度为165cm/min。本批实验取5片测得的膜厚如下表(单位:nm)。

第二批实验,其他沉积参数保证和第一批一样,传送带的速度为160cm/min,本批实验取5片测得的膜厚如下表(单位:nm)。

2.2 89nm膜厚和92nm膜厚的反射率。

(图1、2)

2.3 89nm膜厚和92nm膜厚的电池转换效率对比。

从上面的表格中Voc是开路电压、Isc是短路电流、Rs是串联电阻、Rsh是并联电阻、FF是填充因子、Eff是转换效率。92nm膜厚的效率比89nm膜厚的多晶电池转换效率高0.04。因为硅太阳电池的光谱响应范围在0.4微米-1.1微米,它的峰值波长范围是0.8微米-0.95微米。从上面反射率的图表看,88nm反射率最低的波长段在0.67微米-0.84微米。92nm反射率最低的波长段在0.72微米-0.93微米之间。所以92nm膜厚的短路电流比89nm膜厚短路电流高0.03A。

3 结论

本文中随着SiN膜厚度的增加,反射率最低的波长段向长波方向移动。提高了多晶电池的长波响应。通过进一步改变PECVD镀膜过程中的硅烷氮气比例,增强体钝化,提高少子寿命,较厚膜厚的优势会更明显。

参考文献

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不同厚度 第2篇

不同厚度CdSe阱层的表面上自组织CdSe量子点的发光性质

利用变温和变激发功率分别研究了不同厚度CdSe阱层的自组织CdSe量子点的发光.稳态变温光谱表明:低温下CdSe量子阱有很强的发光,高温猝灭,而其表面上的量子点发光可持续到室温,原因归结于量子点的三维量子尺寸限制效应;变激发功率光谱表明:量子点激子发光是典型的自由激子发光,且在功率增加时,宽阱层表面上的CdSe量子点有明显的.带填充效应.通过比较不同CdSe阱层厚度的样品的发光,发现其表面上量子点的发光差异较大,这可以归结为阱层厚度不同导致应变弛豫的程度不同,直接决定了所形成量子点的大小与空间分布[1].

作 者：胡学兵 郑著宏 公维炜 郑金桔 高威 HU Xue-bing ZHENG Zhu-hong GONG Wei-wei ZHENG Jin-ju GAO Wei  作者单位：胡学兵,公维炜,郑金桔,高威,HU Xue-bing,GONG Wei-wei,ZHENG Jin-ju,GAO Wei(中国科学院,激发态物理重点实验室,吉林,长春,130033;中国科学院,研究生院,北京,100049)

郑著宏,ZHENG Zhu-hong(中国科学院,激发态物理重点实验室,吉林,长春,130033)

刊 名：发光学报  ISTIC PKU英文刊名：CHINESE JOURNAL OF LUMINESCENCE 年，卷(期)： 28(5) 分类号：O482.31 关键词：S-K模式   自组织生长   CdSe量子点   发光  

不同地质构造对煤层厚度的影响 第3篇

为了有效提升煤炭开采工作的质量, 必须要落实好煤层的勘察工作, 在这个模块中, 煤层厚度计算环节扮演着重要的角色, 通过对这个环节的优化, 可以获得良好的煤层厚度计算结果, 从而做好煤层厚度测算的相关工作, 满足现阶段煤炭工作的要求, 实现对煤层厚度变化规律的深入分析, 进行煤层厚度变化规律的有效预测。

1 关于褶皱构造影响状况的分析

(1) 受到地壳运动的影响, 地表以下的岩层会产生一系列的塑性变化状况, 我们把这种构造形态称之为波状弯曲状态, 这种褶皱构造对于煤层厚度的影响比较大。煤层自身也比较松软, 受到构造应力的影响, 很容易出现塑性流动状况, 从而出现局部煤层的厚度变化状况。

在地表的垂直压力影响下, 褶皱构造的变动导致褶曲轴部的压力增大, 导致其两翼煤层的加厚, 在这种状况下, 背斜的轴部煤层厚度变薄。受到水平挤压力的影响, 褶曲的两翼受力比较大。煤层形成褶皱的过程中, 煤层内部会产生较大的压力差异, 这种压力差异会产生一系列的塑性流动状况, 从而导致两翼煤层的稀薄。一般来说, 一些剧烈褶皱的煤田会出现较大的煤层厚度构造变化状况, 出现一系列的不协调、不对称等褶皱状况, 从而不利于煤层工作的有效开展。

受到纵弯褶皱应力的影响, 向斜内部的煤层厚度不断增加, 其两翼的煤层会逐渐的稀薄。受到横弯褶皱应力的影响, 向斜槽部的煤层厚度不断增加, 背斜顶部的煤层厚度不断降低。

(2) 受到地质构造褶皱的影响, 煤层会出现一系列的塑性流动状况, 比如镜面滑动状况、搓碎状况等, 这些情况都导致煤层厚度的分布不均匀, 在其剖面图上会出现弯曲状况, 其走向上也存在一系列的不规则变化, 构造轴部的煤层厚度增加, 其两翼煤层厚度变小, 不利于煤层开采工作的有效开展。

2 关于断裂构造影响状况的分析

(1) 一般来说, 断裂构造对煤层厚度的影响比较小, 褶皱构造对于煤层厚度的影响比较大。断裂构造的影响主要存在于以下几个方面, 断层的形态状况、分布规模、特点性质等都会影响到煤层的厚度变化状况。

断裂构造状况的出现会导致煤层出现断层状况, 这就导致煤层开采难度的提升, 这就需要花费更多的工程成本进行开采工作的开展, 难以实现工程造价成本的控制。

客观上来说, 断裂构造对于煤层厚度的影响比较小, 断裂构造对于煤层厚度的影响主要体现在断层状态、断层性质、断层分布等方面, 这些方面的变化会影响到煤层深度的变化状况、煤层内部的空间分布状况。断裂构造让煤层的分布更具复杂性, 不能实现煤炭开采工作的有效开展。在工程开采过程中, 煤层的断裂区域存在诸多面积的煤炭资源, 存在不同形式的煤层, 这些煤层厚度不一、规模各异。如果存在较多的薄煤层, 必然不利于煤炭开采工作的开展, 褶曲构造的煤炭断层, 不利于煤层开采工作的有效开展。

(2) 如果其构造状况为背斜, 那么扩张性裂缝是其主要的表现形式, 这些裂缝的存在不利于煤层开采工作的开展, 这些较大裂隙的破碎带, 内部含水率比较高, 受到拉应力状况的影响, 煤层容易出现顶部破坏情况。如果其构造状况为向斜, 就存在闭合性的裂缝, 这些闭合性的裂缝面积比较小, 具备良好的胶结性, 含水量也比较小, 对于煤层顶板的影响比较小。逆断层构造比较容易识别, 在应力作用下, 相对应的煤层区域的厚度会逐渐变薄。

(3) 煤层厚度与层间滑动之间存在非常密切的关系。煤层受到不同方向的挤压力后, 它的软岩层会产生流动状况, 我们把这种状况称之为层间滑动。这种形态会导致煤层发生不断的变化, 煤层的滑动过程中, 其完整性会受到破坏, 煤层内部的断裂性得到提升。

(4) 在实践过程中, 煤层厚度主要分为以下几个状况。剪切压薄型根源于煤层顶板的滑动状况, 从而出现一系列的剪切应力, 这会出现一系列的剪裂面状况, 这些剪裂面与滑面相互交错, 导致煤层结构形态的变化, 导致其煤层厚度发生变化。断层内部的层间滑动状况, 也会导致切蚀煤层的出现, 导致其逐渐的变薄。滑动切蚀型存在于煤层的顺层状态中, 受到层间滑动状况, 其构造面发生了一系列的变化, 煤层不断的变薄。

3 关于岩浆侵入影响状况的分析

(1) 目前来说, 我国的一些含煤层都出现了岩浆侵入状况, 这种状况不利于煤层的连续性及其完整性的保持, 导致其出现煤炭开采量的降低。这些岩浆接触到煤层后, 会导致煤层出现燃烧状况, 煤层就被破坏, 它的粘性就被降低, 这就难以保持器经济价值。岩浆的侵入不利于煤层工作的有效开展, 特别是不利于煤层资源的保持, 容易让煤炭质量变劣, 从而不利于煤炭开采工作的正常开展。

岩浆侵入是影响煤矿建设生产工作正常开展的重要因素之一。煤层受到岩浆的侵入作用影响, 煤炭在热变质作用的影响下, 会出现煤层内部结构、煤层形态、煤层厚度等的变化状况。也可能增加煤炭的品种, 有些煤炭成为了炼焦煤, 这些煤种具备良好的经济价值。如果岩浆侵入过于强烈, 就会导致较大的煤质破坏状况, 甚至导致整个煤层成为天然煤炭, 严重影响到煤炭开采工作的开展。根据岩浆入侵煤层的部位, 我们可以将其分为不同的表现类型。

(2) 岩浆侵入的状况与煤层的破坏状况密切相关, 受到岩浆侵入的状况不同, 它的煤层破坏程度也不同, 如果岩浆存在过分侵入状况, 煤层内部就会被岩浆过分侵入, 就会导致煤层厚度的变小。受到不同岩浆侵入的影响, 煤炭区域会出现不同的煤层状况, 如果侵入严重, 就不利于煤层结构的控制, 很容易出现一些复杂性的煤层, 这些煤层具备不规律性。煤层焦化现象主要存在于岩浆侵入与煤层的交接处, 交接处的煤炭质量较差, 质地坚硬。总的来说, 相比于断裂构造、褶皱构造, 岩浆侵入对于煤层厚度的影响最大, 我们需要认真进行岩浆侵入影响的分析, 满足现阶段煤层勘探工作的要求。

4 结束语

通过对不同地质构造对煤层厚度影响状况的分析, 有助于我们进行煤炭工程勘探工作的开展, 这需要我们针对具体的影响状况, 展开具体分析, 做好地质构造与煤层厚度影响关系的分析。

摘要：为了满足煤矿工作的需要, 进行煤层厚度及地质构造环境的结合分析是必要的。在工程实践中, 影响煤矿正常开展的因素诸多, 我们需要科学辩证、认真分析, 做好煤层厚度及地质构造关系的分析, 从而满足现阶段煤炭勘探工作的要求, 如果不能进行这个方面的深入分析, 就难以得到影响煤层厚度的有效结论, 这就不利于实现工程成本的控制, 不利于工作效率的提升。该文就煤层的断层构造状况、褶皱构造状况、岩浆入侵状况进行分析, 旨在解析地质构造与煤层厚度的具体关系, 从而满足实际工作的要求。

关键词：地质构造,煤炭资源褶皱,挖掘工作,断层,岩浆侵入,煤层厚度

参考文献

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不同床土厚度对水稻秧苗素质的影响 第4篇

一、试验设计

试验于2010年在八五六农场研发中心进行，试验通过设置不同的床土厚度，研究其对水稻秧苗素质的影响，试验共设置5个处理，处理1：床土0.7厘米，处理2：床土1厘米;处理3：床土1.5厘米，处理4：床土1.8厘米，处理5：床土2厘米。水稻育秧方式及秧田管理均按“三化”栽培技术进行。

二、结果与分析

1. 对水稻出苗率的影响

试验于4月15日播种，4月21日出苗，在水稻一叶一心期调查水稻的出苗率，从出苗率调查结果可以看出，各处理水稻的出苗率均在93%以上，处理4的出苗率最高，说明适量减少底土厚度对水稻的出苗率没有显著影响。

2. 对水稻秧苗素质的影响

从秧苗素质调查结果看，各处理水稻叶龄没有明显差异，叶龄均在2.9左右，处理4和处理5的茎基最宽，其它处理没有差异。从水稻地上部干物质积累量看，随着床土厚度的增加，地上干物质积累呈递增趋势，处理4和处理5的地上干物质量较高。从地上部的充实度来看，随着床土厚度的增加充实度呈递增趋势，其中处理4和处理5最高。

从水稻地下部生长情况来看，床土厚度降低，秧苗根量随之增加，但是地下干物质却随之降低，说明水稻根的充实度有所下降，水稻根可能存在细、脆的情况，在移栽时秧苗根部易受伤。从根量和根干重综合比较，床土厚度为1.8厘米和2.0厘米均较适宜水稻秧苗生长。

从秧苗干物质积累总量来看，处理4与处理5没有明显差别，总干重呈现随着床土厚度的增加而增加的趋势，并且处理4和处理5的根冠比也较高。

三、结论

通过研究不同床土厚度对水稻出苗率及秧苗素质的影响，可以得出：处理4和处理5床土厚度较为合理，即当床土厚度为1.8厘米和2.0厘米时水稻秧苗茎基宽较宽，干物质积累较多，充实度较好。因此，在水稻生产中在不影响水稻秧苗素质的前提下，可以适量降低床土的厚度以节约床土用量。

摘要：通过设置不同床土厚度处理, 研究不同床土厚度对水稻出苗率及秧苗素质的影响, 综合比较分析得出:当床土厚度为1.8厘米和2.0厘米时水稻出苗率较高, 秧苗茎基宽较宽, 干物质积累较多, 充实度较好。

不同厚度 第5篇

因此, 研究叶片厚度对离心泵性能的影响具有重要意义。本文着眼于不同叶片厚度对离心泵性能影响的研究, 对一低比转速离心泵不同叶片厚度下的内部流动进行数值模拟和性能预测分析叶片厚度对离心泵外特性的影响[6,8]。

1 计算模型及计算方法

1.1 模型建立与划分

该离心泵的主要设计参数分别为Q=75m3/h, H=80m, n=2950r/m in, ns=58, 不同叶片厚度下的泵叶轮主要参数如表1。采用UG三维建模软件对泵叶轮和蜗壳等过流部件的计算区域进行三维造型, 在泵的其他几何参数不变的情况下, 泵段模型 (吸入室, 压出室) 完全相同, 叶片厚度分别为δ2=5、δ2=10、δ2=15, 建立了不同叶片厚度的叶轮模型如图1。

在完成泵三维造型的基础上, 基于CFD前处理软件ICEM, 选择适应性较强的非结构化四面体网格对离心泵全流道进行网格划分, 叶片及隔舌附近采用局部加密。

1.2 计算方法

在进行泵数值模拟计算时, 运用CFX软件, 采用标准k-ε湍流模型封闭方程组, 在近壁区采用标准壁面函数法处理。速度与压力耦合方式采用SIMPLE算法, 动量, 湍动能, 耗散率方程的离散均采用二阶迎风格式。叶轮计算区域选择旋转坐标系, 进口吸入室和蜗壳压出室计算区域选择固定坐标系。边界条件设置为:进口采用总压进口边界条件, 出口采用质量流量出口边界条件, 固壁给定无滑移壁面边界条件。

2数值模拟结果分析

2.1外特性分析

根据三个方案的Q-H、Q-η、Q-P对比曲线显示:1) 叶片出口真实厚度增加使叶轮的各个工况点的扬程、效率有一定的提高;2) 在叶片真实厚度增加后, 轴功率有一定的增加;3) 由Q-H曲线趋势可以看出, 叶片厚度的增加会使关死点扬程提高。δ2=15方案中扬程的增加对轴功率的增加贡献比较大。

叶片加厚会改变叶轮流道中的等效液流角, 同时流道进口喉部到出口喉部的距离变长, 做功区域增加。这些因素的改变致使离心泵整体性能的的改变。但是过大的增加出口处叶片厚度也会带来不良的影响, 出口处叶片厚度过大会使叶轮出口处的卡门涡街现象更严重, 对离心泵内部流动的稳定性产生不良的影响。

3 结论

通过对不同叶片厚度的模型泵进行数值模拟, 分析其对低比转速离心泵性能的影响规律。分析结果显示:

1) 叶片出口真实厚度增加对离心泵整机的扬程、效率都有一定的提高作用, 同时也会使轴功率增加。

2) 适当增加出口处叶片厚度可以改善离心泵的性能指标。建议在设计离心泵时可以考虑适当增加叶片的厚度。

参考文献

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[8]张翔.不锈钢冲压焊接离心泵能量转换特性与设计方法[D].江苏大学, 2011.

不同厚度 第6篇

Mackerle[3]对压电材料弯曲作动机制下的复合结构进行了静态形状控制研究;Zhang等[4,5,6,7,8,9]于20世纪90年代中期开始对压电材料剪切作动机制进行了研究; Krommer 和 Irschik 提出了混合作动机制[1],并用材料力学的方法对智能结构进行了初步的分析研究;Raja等[10]对压电材料作用下的各向同性材料(铝板)进行了端部位移研究,但对于各向异性的材料还需要进一步深入研究。本实验研究了压电材料用作航空领域的一种各向异性材料纤维板(Carbon/PPS)的作动机制,以期更好理解压电材料在各向异性材料上的作动机制。

基于不同的压电作动机制,研究了压电陶瓷作动下纤维板件的端部位移,具体分析了不同压电作动层厚度情况下的复合结构端部位移,为噪声和振动的主动控制中的模态控制及智能结构静态形状控制提供了一定的参考。

1 压电作动理论

压电方程可以表示为:

undefined

式中:σij、Di分别为应力和电位移,Cijkl为弹性常数,eijk为压电应变常数,εkl为应变,εik为压电常数,Ek为电场,与电势的关系为Ek=-Vi。

对于复合结构,式(1)可以表示为:

σij=Cijklεkl (2)

由变分原理可知, 力与电场的关系可以表示为:

∫V(σij-ρai)δuidν+∫VPDiδVdν=0 (3)

式中:V为整个复合结构(纤维板和压电陶瓷)的体积,VP为压电陶瓷的体积,ρ、ai和Di分别为压电陶瓷密度、加速度和位移。由虚功原理可得:

∫Vρaiδuidν+∫Vσijδεijdν-∫VPDiδEidν=

∫STiδuidS+∫SPqδVdS (4)

式中:S和SP分别为施加载荷和外部电荷的表面,Ti为表面引力,q为压电作动片单位电荷密度。式(4)为外加载荷作用下的机械变形和电势的系统仿真计算提供了理论基础。

2 压电复合板数值模拟

纤维板(Carbon/PPS) 和压电陶瓷(PZT)的材料属性及几何尺寸见表1、图1。图1中HAM为混合作动机制。

纤维板(Carbon/PPS)的纤维角度为 0°。边界条件为:固定-自由-自由-自由(端部 A-B 固定, 其余端部自由,简写为CFFF,本研究中边界条件均为CFFF),压电层完全覆盖纤维板,压电层所加电压如图1所示。需要说明的是,对于弯曲作动机制,压电作动片的电场方向与其极化方向平行;对于剪切作动机制,压电作动片的电场方向与其极化方向垂直。

2.1 弯曲作动机制和剪切作动机制压电作动层厚度对复合板弯曲行为的影响

对于弯曲作动机制,上下压电层厚度各为0.25mm,整个复合结构厚度为3mm。对于剪切作动机制,中间压电层厚度为0.5mm,整个复合结构厚度为3mm,与弯曲作动机制厚度相同。

图2为压电作动层厚度对端部位移的影响。图2表明,对于弯曲作动机制和剪切作动机制,随着压电作动层厚度的增大,复合板端部位移减小。弯曲作动机制端部位移远大于剪切作动机制端部位移。

2.2 混合作动机制压电作动层厚度对复合板弯曲行为的影响

对于混合作动机制,保持复合结构厚度大于3mm、纤维板厚度为2.5mm、中间剪切压电层厚度为0.5mm 不变,上下弯曲作动层厚度分别取0.1mm、0.25mm、0.5mm(见图3)。从图3中可以看出,随着压电作动层厚度的增大,复合板端部位移减小,与弯曲作动机制和剪切作动机制的趋势相同。

2.3 基于3种作动机制对压电作动层厚度的对比研究

图4是3种作动机制(EAM、SAM、HAM)的作动情况对比。

对于弯曲作动机制和剪切作动机制,其整体厚度相同(3mm);对于混合作动机制,保持其整体厚度大于3mm、纤维板厚度为2.5mm、中间剪切压电层厚度为0.5mm 不变,上下弯曲作动层厚度分别取0.1mm、0.25mm进行分析。对比可以看出,剪切作动机制效果最差;对于混合作动机制,当上下弯曲作动层厚度分别取0.1mm时,其端部位移稍大于弯曲作动机制 ,而当上下弯曲作动层厚度分别取0.25mm时 ,其端部位移小于弯曲作动机制。由此可知,对于混合作动机制,其作动效果与作动层的厚度有关,需要合理配置作动层的厚度。

3 结论

研究了不同压电作动机制下复合板的端部位移,发现在边界条件为固定-自由-自由-自由情况下,在所研究的厚度范围内,对于弯曲作动机制和剪切作动机制,随着压电作动层厚度的增大,复合板端部位移降低。通过对3种不同作动机制对比研究发现,只有合理地配置压电作动层厚度,才能使混合作动机制达到最佳的作动效果。

参考文献

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不同厚度 第7篇

幕墙结构胶尺寸计算包括结构胶粘结宽度计算和粘结厚度计算 (图1) , 粘结宽度计算通过梯形荷载法, 由板片大小和结构胶强度设计值计算得到, 已经成为共识;粘结厚度的计算, 则除了JGJ 1022003中介绍的方法外还有另外两种方法, 即美标ASTM C140102《结构密封胶装配指南》及欧标ETAG 002《结构密封胶装配体系 (SSGS) 欧洲技术认证指南》。本文对上述三个标准中关于硅酮结构胶粘结厚度的计算和校核方法进行分析比较。

1 结构胶粘结厚度的计算

JGJ 1022003、ASTM C 140102及ETAG 002三个标准都是基于玻璃板片与铝合金附框的相对位移来计算结构胶粘结厚度, 但三种方法对相对位移的计算又完全不同, 相应的由相对位移计算结构胶厚度的方法也不相同。

1.1 JGJ 1022003

标准JGJ 1022003中第5.6.5条介绍了硅酮结构密封胶粘结厚度ts的计算方法。

1) 相对位移计算

在标准JGJ 1022003中, 相对位移us的计算方法为:

其中, us表示玻璃板片与铝合金附框的相对位移;θ表示风荷载标准值作用下主体结构的楼层弹性层间位移角限值, rad;hg表示玻璃面板高度 (图2) 。

需要注意的是, 用层间位移角限值θ乘以玻璃板片高度hg来计算幕墙玻璃板片与铝合金附框的相对位移, 考虑的是最大风荷载或者地震情况下最不利的情况, 即附框和板块在最下端保持重叠, 最上端的错位达到最大值。JGJ 1022003在解释us的含义时标注“必要时还应考虑温度变化产生的相对位移”, 所以一般的计算中, 风荷载标准值作用下产生的相对位移会远远大于热膨胀产生的相对位移, 但必要时还需要叠加温度变化产生的相对位移。

2) 结构胶粘结厚度计算

由公式 (1) 得到的接口相对位移us与硅酮结构胶的变位承受能力 (δ值) , 根据勾股定理计算结构胶粘结厚度ts:

其中, ts表示结构胶粘结厚度;us表示相对位移;δ表示硅酮结构密封胶的变位承受能力, 取对应于其受拉应力为0.14 N/mm2时的伸长率 (图3) 。

如图3所示, 接口变位后的结构胶粘结厚度:

1.2 ASTM C 140102

与JGJ 1022003中采用“楼层弹性层间位移角限值”来计算相对位移不同, ASTM C 140102认为结构胶必须能够承受板块由于温差而产生的接口位移变化, 所以根据板片的热膨胀位移来计算校核结构胶厚度。

1) 热膨胀位移计算

在标准ASTM C 140102中, 热膨胀位移的计算方法为:

其中, △L表示垂直方向的温差位移量;L表示玻璃板片长;△Ts表示玻璃板片温差, 指施工时与极端温度时的板片温度之差;α表示玻璃板片的热膨胀系数。

需要注意的是, 为了考虑最差的环境条件, 这里不考虑玻璃与金属框架之间的相对温差热位移。

2) 结构胶粘结厚度计算

由公式 (4) 计算出热膨胀位移△L之后, 再根据勾股定理与剪切变位承受能力 (δ值) 来计算校核结构胶的预期粘结厚度ts:

其中, △L表示垂直方向的温差位移量;ts表示预期粘结厚度;δ表示剪切变位承受能力 (图4) 。

根据标准ASTM C 140102中的要求, 接口变位后的结构胶粘结厚度 (根据勾股定理计算得到, 图4) 减去结构胶预期粘结厚度ts后, 除以结构胶预期粘结厚度ts的计算结果应不大于结构胶变位承受能力δ值, 否则结构胶预期粘结厚度为不合格。这里的计算方法与JGJ 1022003中的计算方法类似, 只是把厚度的演算反过来转化为校核的过程。

1.3 ETAG 002

欧标ETAG 002中介绍了第三种计算结构胶粘结厚度的方法。关于材料热膨胀位移的计算方法, 欧标ETAG 002与美标ASTM C 140102基本类似, 但由热膨胀位移进一步计算结构胶粘结厚度的方法则完全不同 (ETAG 002根据结构胶的剪切强度设计值来计算结构胶的粘结厚度) 。

1) 热膨胀位移计算

在标准ETAG 002中, 热膨胀位移的计算方法为:

其中, Tc表示铝合金附框的温度, ℃;Tv表示玻璃板片的温度, ℃;T0表示结构胶施工时的环境温度, ℃;αc表示铝合金的线膨胀系数, 1/℃;αv表示玻璃的线膨胀系数, 1/℃;a表示玻璃板片长度, mm;b表示玻璃板片宽度, mm。

与ASTM C 140102相比, ETAG 002中热膨胀位移计算时, 更细致地把密封胶施工时的材料温度也纳入考虑范围。事实上, 施工温度不同时, 即使材料最终达到相同的极端温度, 其热膨胀位移也是不同的。理论上, 计算热膨胀位移选取的温度数据应覆盖密封胶的整个使用寿命, 但肯定也是在极高或者极低的温度导致的最大热膨胀差, 因此, 可以预见采用ETAG002方法计算得到的热膨胀位移结果与采用ASTM C140102方法计算得到的热膨胀位移结果之间的差距不会太大。

2) 结构胶粘结厚度计算

由公式 (6) 计算出热膨胀位移△L之后, 根据结构胶剪切强度设计值Γdes来计算结构胶最小粘结厚度e:

其中, △L表示热膨胀位移;G表示结构胶剪切模量, 取E/3 (E为结构胶的杨氏模量) ;Γdes表示结构胶在动荷载下的剪切强度设计值 (根据统计学对结构胶性能进行分析得出) 。

2 计算实例

在实际工程中, 采用不同的结构胶粘结厚度计算校核方法, 可能会导致最终计算结果出现差别。以国内某幕墙工程为例, 该工程的相关材料的物理参数见表1。

通过梯形荷载法计算得到该幕墙工程所用的硅酮结构胶粘结宽度为16 mm, 现通过本文介绍的3种方法, 分别计算校核8 mm粘结厚度的结构胶是否符合要求。

1) JGJ 1022003

相对位移:us=θhg=1/550×2 200=4.00 mm, 结构胶粘结厚度校核:

即结构胶粘结厚度ts为8 mm, 不符合标准JGJ 1022003要求。

2) ASTM C 140102

热膨胀位移:△L=L△Tsα=2 200× (70-20) ×9.0×10-6=0.99 mm, 结构胶粘结厚度校核:

即结构胶粘结厚度ts为8 mm, 符合标准ASTM C 140102要求。

3) ETAG 002

热膨胀位移:

即结构胶粘结厚度ts为8 mm, 符合标准ETAG 002要求。

综上, 8 mm粘结厚度的结构胶符合美标ASTM C 140102及欧标ETAG 002的要求, 但不符合行标JGJ 1022003的要求, 计算校核方法不同导致结论存在一些差距。

3 结语

目前, 国内一般参照JGJ 1022003进行幕墙工程的设计与施工, 该方法根据风荷载标准值作用下主体结构的楼层弹性层间位移角限值来计算结构胶粘结厚度, 由于风荷载作用下主体结构的楼层弹性层间位移变形较大, 采用该方法计算得到的结构胶粘结厚度值一般也偏大。

此外, JGJ 1022003中规定隐框玻璃幕墙的结构胶的粘结厚度不大于12 mm, 并规定结构胶粘结宽度不大于厚度的2倍, 即要求结构胶粘结宽度不超过24 mm。然而, 我国沿海地区如深圳、香港等地区, 由于受强台风影响, 有时候胶宽会超过35 mm, 香港地区胶宽超过30 mm的建筑物不计其数, 均不符合国内幕墙规范要求。为了解决这一矛盾, 一些幕墙设计软件把硅酮结构胶的变位承受能力 (δ值) 默认为12%~14%, 即使对现有的结构胶产品而言这已是一个偏大的值, 在遇到一些较大板片时, 仍然可能出现最终计算结果超过最大允许厚度12 mm的情况。实际上, 目前所有结构胶的变位承受能力均不超过10%, 这是迄今没有解决的矛盾。这样的矛盾在ASTM C 140102或ETAG 002中出现的概率就很小。因此, 在遇到一些国外工程的时候, 只要设计施工人员选择合适的标准, 反而可以避开上面的问题。

国内幕墙设计规范编制时参照了国外的相关规范, 并在结构胶的粘结厚度计算上提出了一些新的想法, 但仍有不完善的地方。随着幕墙行业的发展, 根据国内实际情况不断探讨并完善我们的标准规范, 方能更好地促进整个幕墙行业的发展。本文对结构胶粘结厚度的计算校核方法进行了分析比较, 供同行参考。

摘要：对国内行标JGJ 102—2003《玻璃幕墙工程技术规范》、美标ASTM C 1401—02《结构密封胶装配指南》以及欧标ETAG 002《结构密封胶装配体系 (SSGS) 欧洲技术认证指南》中关于结构胶粘结厚度的计算校核方法进行了分析对比, 指出了行标存在的问题。

关键词：结构胶粘结厚度,校核方法,楼层弹性层间位移角限值,热膨胀位移

参考文献

[1]中国建筑科学研究院.JGJ 102—2003玻璃幕墙工程技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2003.

[2]ASTM C 1401—02 Standard Guide for Structural Sealant Glazing.

不同厚度 第8篇

1 材料与方法

1.1 试验概况

试验于2011年在江苏省金坛市指前镇现代农业科技示范园基地内进行。供试水稻品种为武运粳23号。育秧材料:硬盘 (内径58 cm×28 cm) 、无纺布、基质 (淮安市柴米河有限公司生产的水稻育秧专用基质) 、盖籽土 (专用基质和稻田营养土) 。

1.2 试验设计

试验设4个处理, 分别为:基质底铺1.0 cm厚, 盖籽土用基质0.5 cm (A) ;基质底铺1.5 cm厚, 盖籽土用基质0.5 cm (B) ;基质底铺2.0 cm厚, 盖籽土用基质0.5 cm (C) ;以基质底铺1.5 cm厚, 盖籽土用稻田营养土0.5 cm (用75 kg过筛细土中匀拌0.8 kg壮秧剂的营养土) 作对照 (CK) 。未设重复, 每个处理25盘。

1.3 试验实施

5月26日播种, 采用机械流水线播种, 每盘播芽谷150 g。育秧方式:湿润育秧, 并实行“先暗化、后绿化”方式, 即播种结束将硬盘在室内堆置2 d后再移至田间苗床, 秧田期均不追肥。机插密度:采用6行距乘座式插秧机于6月13日机插, 株行距统一为13.0 cm×30.0 cm。

1.4 测定项目与方法

机插前分别采样考查秧苗素质, 每个处理取代表性秧苗250株 (取5盘, 每盘50株) 分别测定秧苗的苗高、叶龄、单株假茎粗、地上部百苗干重;成秧率 (取5盘, 每盘225 cm2) ;秧块厚度、秧块重量 (取5盘, 整盘量取称重) 。机插后分别测定相对应各处理的漏插率 (5点法, 每点连续6行, 每行查31穴) ;基本苗 (5点法, 每点查10穴) 。试验中所获数据分别进行统计分析。

2 结果与分析

2.1 基质育秧不同铺设厚度对秧苗素质的影响

2.1.1 对苗高、叶龄、假茎粗及秧苗干物重的影响。

试验结果表明, 18 d秧龄相同基质不同铺设厚度处理间的苗高为13.90～14.58 cm, 其顺序由大至小为处理C>处理B>CK>处理A, 经方差分析, 处理C、处理B、CK间无显著差异;处理A与CK间差异不显著, 与处理C、处理B间存在显著差异。不同处理的叶龄为2.6～2.8叶, 其顺序由大至小为CK>处理B>处理A=处理C, 经方差分析, 各处理间无显著差异。不同处理的单株假茎粗为1.92～2.00 cm, 其顺序由大至小为CK>处理A=处理B=处理C, 经方差分析, 各处理间无显著差异。不同处理的秧苗地上部干物重为1.05～1.25 g, 其顺序由大至小为CK>处理C>处理B>处理A, 经方差分析, CK与处理C间差异不显著, 与处理B、处理A间差异极显著;处理C与处理B差异显著, 与处理A差异极显著;处理B与处理A差异极显著 (表1) 。

2.1.2 对成秧率的影响。

在同播量的情况下, 底层铺设同基质不同厚度各处理间的成秧率无明显差异, 18 d秧龄各处理的成秧率为98.40%～99.00%, 不同处理的顺序由大至小为处理A=处理C>处理B>CK, 经方差分析, 各处理间无显著差异 (表1) 。

2.1.3 对秧块厚度及重量的影响。

对秧苗根系生长发育及秧块重量测定分析, 18 d秧龄不同处理的秧块厚度为1.40～2.28 cm, 其顺序由大至小为处理B>处理C>CK>处理A, 经方差分析, 处理B与处理C差异不显著, 与CK、处理A差异极显著;处理C与CK差异显著, 与处理A差异极显著;CK与处理A差异极显著。不同处理的秧块重量为2.20～3.94 kg/盘, 其顺序由大至小为CK>处理C>处理B>处理A, 经方差分析, CK与处理C不显著, 与处理B差异显著, 与处理A差异极显著;处理C与处理B差异不显著, 与处理A差异极显著;处理B与处理A差异极显著 (表1) 。

2.2 基质育秧铺设不同厚度对机插质量的影响

2.2.1 对漏插率的影响。

在机插25.65万穴/hm2的基础上, 不同处理的漏插率分别达2.26%～4.00%, 其顺序由大至小为CK>处理C>处理B>处理A, 经方差分析, 处理A与处理B、处理C、CK间差异极显著;处理B与处理C差异不显著, 与CK差异显著;处理C与处理B差异不显著 (表2) 。

2.2.2 对基本苗的影响。

在同株、行距配置 (株距13.0 cm、行距30.0 cm) 机插的情况下, 不同处理间的基本苗无明显差异, 不同处理机插基本苗为100.5万～103.8万根/hm2, 其顺序由大至小为处理C=CK>处理B>处理A, 经方差分析, 处理间无显著差异 (表2) 。

注:表内数据为5次重复平均值, 同列数据后不同小、大写字母分别表示0.05、0.01水平差异显著。下同。

2.3 底铺基质不同厚度及盖籽土利用的经济效益比较

经济效益分析结果比较 (表2) , 水稻育秧专用基质850元/t、稻田营养土100元/t、壮秧剂6 250元/t, 不同处理的床土育秧成本 (折1 hm2移栽大田, 375盘秧) 分别是:处理A为382.5元/hm2 (每盘1.02元) , 处理B为510.0元/hm2 (每盘1.36元) , 处理C为637.5元/hm2 (每盘1.70元) , CK为495.0元/hm2 (每盘1.32元) 。同基质底铺相同厚度 (1.5 cm) 而盖籽土不同 (基质0.5 cm厚、稻田营养土0.5 cm厚) 2个处理的育秧成本差异甚微;同基质底铺不同厚度 (1.0 cm、1.5 cm、2.0 cm) 及盖籽土一致 (0.5 cm厚) 的各处理, 育秧成本则是随着底铺基质厚度的增加而递增, 处理A、处理B、处理C育秧成本1.02～1.70元/盘。

3 结论与讨论

在同基质育秧及秧田期不进行追肥的情况下, 18 d秧龄基质底铺厚度不同其培育的秧苗均可实行机插。在同基质底铺不同厚度及盖籽土一致的条件下, 各处理的秧苗苗高、单株假茎粗、百苗干重和秧块厚度、秧块重量、机插基本苗数则是随底铺厚度的增加而递增;叶龄、成秧率处理间差异甚微;漏插率则是随底铺厚度的增加而递减。经济效益比较, 同基质底铺不同厚度的育秧成本分别是:基质底铺1.0 cm厚处理为1.02元/盘, 基质底铺1.5 cm厚处理为1.36元/盘, 基质底铺2.0 cm厚处理为1.70元/盘。

从机插育秧不同盖籽土利用安全性来看, 本试验在同基质底铺相同厚度 (1.5 cm) , 不同盖籽土对秧苗生长均无造成不良影响, 专用基质和稻田营养土均可用作盖籽土;从秧苗素质测定结果看, 采用稻田营养土盖籽的处理 (单株假茎粗2.00 mm、地上部百苗干物重1.25 g) 优于采用育秧专用基质处理 (单株假茎粗1.92 mm、地上部百苗干物重1.05 g) ;从经济效益比较, 同基质同底铺相同厚度而盖籽土不同2个处理的育秧成本相差甚微, 采用育秧专用基质处理为1.36元/盘, 采用稻田营养土盖仔的处理为1.32元/盘。

综观上述试验结果, 机插稻应用专用基质育秧, 底铺同基质育秧的厚度以1.5 cm厚为宜, 实行专用基质和稻田营养土用作盖籽土均可, 育秧既安全、便捷, 又不影响机插质量, 同时又较为经济[4,5,6]。

参考文献

[1]于林惠, 丁艳锋, 薛艳凤, 等.水稻机插田间育秧秧苗素质影响因素研究[J].农业工程学报, 2006 (3) :73-78.

[2]李茂柏, 曹黎明, 顾玉龙, 等.上海水稻机插秧育秧技术研究[J].中国稻米, 2011, 17 (3) :19-21.

[3]龚金龙, 张洪程, 胡雅杰, 等.水稻商品化集中育秧综合分析及发展趋势[J].中国稻米, 2012, 18 (4) :26-30.

[4]周青, 陈新红, 王纪忠, 等.不同基质对水稻机插秧苗素质的影响[J].安徽农业科学, 2010 (17) :8889-8891.

[5]周青, 王纪忠, 康晓鹏, 等.有机基质育秧对秧苗素质及其抗旱性的影响[J].江苏农业学报, 2007, 23 (2) :98-102.